авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 5 |

«МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ, МОЛОДЕЖИ И СПОРТА УКРАИНЫ ГОСУДАРСТВЕННОЕ ВЫСШЕЕ УЧЕБНОЕ ЗАВЕДЕНИЕ ДОНЕЦКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ...»

-- [ Страница 2 ] --

2 - h = 22,6 м;

3 - h = 21 м;

4 - h = 19 м;

5 - h = hмин = 17,83 м.

эрлифта [без учета потерь напора (давления) в подающей трубе при определенном режиме работы блочного нагнетателя ЦНВ 160/3,2].

Следует отметить, что как максимально возможная расчетная подача Qэ. макс =2895,5 м/ч (0,804 м/с), так и минимально возможная расчетная подача Qэ. макс =2011,5 м/ч (0,559 м/с) эрлифта H+h=42,75 м, D=600 мм, d = 500 мм с учетом потерь напора (давления) в подающей трубе при определении параметров режима работы блочного нагнетателя ЦНВ 160/3,2 на 610 % [ Qэ. макс =2634, превышают аналогичные подачи м/ч (0,732 м/с) и Qэ. мин =1895,5 м/ч (0,527 м/с)] этого же эрлифта при определении параметров режима работы того же (ЦНВ 160/3,2) нагнетателя без учета потерь напора (давления) в подающей трубе. Объясняется это снижением потребного давления нагнетателя и, следовательно, обеспечением им большей производительности из-за учета потерь напора (давления) в подающей трубе и снижении при этом расчетного потребного давления воздуха на входе в смеситель в первом случае в сравнении со вторым (теоретическим) вариантом анализа работы установки. Из-за существенной «пологости» расходной характеристики нагнетателя pн f (Qэ ) влияние на изменение подачи эрлифта интенсивности изменения давления воздуха в сравнении с интенсивностью при этом изменения его производительности менее значительно.

КПД эрлифта с учетом гидравлических потерь в подающей трубе определяется выражением [41] H Qэ эр. (2.3) р0 рсма Qв ln g p В рассматриваемом случае принимаем Н = Н' = 16,75 м, заведомо занижая значение КПД эрлифта в режиме минимальной подачи.

Тогда значения КПД эрлифта (принимаем р0 = 19,81104 Па):

- в режиме максимальной подачи 16,75 2895,5 эр 0,474;

1 9,81 10 4 3,288 3600 141 ln 1 9,81 10 1000 9, - в режиме минимальной подачи 16,75 2011,5 эр 0,335.

1 9,81 10 4 2,660 3600 168 ln 1 9,81 10 1000 9, Значения КПД эрлифтной водоотливной установки:

- в режиме максимальной подачи э. у эр н 0,474 0,840 0,398;

- в режиме минимальной подачи э. у эр н 0,335 0,741 0,248.

КПД эрлифта и эрлифтной установки с блочным пневмоснабжением от рассматриваемых центробежных (радиальных) нагнетателей приведены для водоотливных установок в приложении А7, для гидроподъемных – в приложении А8.

Результаты изложенного анализа, а также данные вычислений рабочих параметров эрлифтных установок с блочным воздухоснабжением от других анализируемых центробежных (радиальных) нагнетателей, представляющих все три приведенные выше классификационные группы центробежных (радиальных) нагнетателей ОАО «Дальневосточный завод энергетического оборудования», приведены: для водоотливных установок – в приложении А9, для гидроподъемных установок – в приложении А10.

Таким образом, степень увеличения подачи эрлифтов с блочным воздухоснабжением от наиболее технически целесообразных в использовании в составе данных установок серийно производимых центробежных (радиальных) нагнетателей (ЦНВ 60/1,6, 360-22-1, ЦНВ 100/3,2, ЦНВ 160/3,2, ЦНВ 200/3) составляет: при работе в режиме водоотливных установок - kQ = 1,051,54, при работе в режиме гидроподъемных установок - kQ = 1,091,47. Возможность более значительного увеличения подачи эрлифта с блочным воздухоснабжением серийно производимыми центробежными (радиальными) нагнетателями, что зачастую востребовано условиями применения водоотливных (гидроподъемных) эрлифтных установок, не обеспечивается.

Максимальные и минимальные подачи эрлифтов при учете потерь напора (давления) в подающей трубе на рабочий режим нагнетателя превышают теоретически определенные значения на 5,5-18,8% для водоотливных установок [приложение А11] и 10,6-19,5% для гидроподъемных [приложение А12].

Фактором формирующим подачу эрлифта, является снижающееся с ростом расхода воздуха давление в смесителе [86]. Увеличить абсолютное значение максимально возможной подачи эрлифта Qэ макс и повысить степень kQ увеличения подачи при прочих равных условиях возможно в газожидкостном подъемнике, устройство которого позволяет при увеличении притоков жидкости (гидросмеси) и, следовательно, требуемой подачи, поддерживать практически постоянное давление в смесителе рсм на уровне давления, имеющего место при базовом притоке Qпр б.

Предположим, что в эрлифте с конструктивными параметрами H+h = 42,75 м, D = 600, d = 300 мм и блочным воздухоснабжением от центробежного (радиального) нагнетателя ЦНВ 160/3,2 давление в смесителе неизменно в диапазоне подач от Qэ Qпр б до максимально возможной для данного Qэ. макс, газожидкостного подъемника величины обеспечиваемой при максимально допустимом погружении h h макс. Рассмотрим работу такого эрлифта при значении транспортной скорости в подающей трубе, равной wп.т = 2,5 м/с (при диаметре подающей трубы d = 300 мм принятое значение транспортной скорости обеспечивает транспортирование глинистых фракций, песчаных фракций, рядового угля [87]).

Базовым притоком для рассматриваемого эрлифта (при значении транспортной скорости wп.т = 2,5 м/с в подающей трубе d = 300 мм) является d 2 3,14 0, = 0,176 м3/с = 636 м3/ч. Считаем, что величина Qпр.б wп.т 2, 4 в данном эрлифте в диапазоне притоков жидкости (гидросмеси) Qпр. б Qпр = Qэ.макс давление в смесителе рсм не изменится и будет равно давлению в смесителе, имеющему место при подаче эрлифта Qэ = Qпр. б = 636 м3/ч.

Применив программу для численного решения на ПЭВМ математической модели рабочего процесса эрлифта со снарядной структурой водовоздушной смеси [84, 85] и решив ее при условии постоянства давления в смесителе рсм = const (в отличие от применявшегося ранее решения h = const - рис. 2.4), были получены характеристики газожидкостного подъемника при постоянном геометрическом погружении смесителя и с постоянным давлением в смесителе = Qпр. б = 636 м3/ч и принятой (имеющим место при базовом притоке Qэ скорости жидкости (гидросмеси) в подающей трубе wп.т = 2,5 м/с) [рис. 2.8].

Из сравнения значений параметров работы эрлифтов H+h = 42,75 м, D = 600 мм, d = 300 мм, wп.т = 2,5 м/с с постоянным геометрическим погружением смесителя h = const и постоянным давлением в смесителе рсм = const (табл. 2.3) следует, что степень увеличения подачи и, что в данном случае одно и то же, увеличение значений абсолютных подач эрлифта с постоянным давлением в смесителе рсм = const в условиях блочного пневмоснабжения центробежным (радиальным) нагнетателем ЦНВ 160/3,2 превышает аналогичные показатели эрлифта с постоянным геометрическим погружением смесителя h = const в 1, 1,53 раза.

3, 3, 2, 2, Q э, м / ч 9 Q пр.б 7 3, 10' 3, 9' 3, 5' 8' 3, 4' 3' 7' 2,80 2' 6' 2, 1' 2, Q в, м / мин 2, 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 Рисунок 2.8 - Рабочий режим водоотливной установки (H+h = 42,75 м, D = мм, d = 300 мм) с блочным воздухоснабжением от центробежного (радиального) нагнетателя ЦНВ 160/3,2: 1, 1 – зависимости подачи и давления в смесителе эрлифта от расхода воздуха при условии постоянства геометрического погружения смесителя h = const, при h = 17,1 м;

2, 2 - h = м;

3, 3 - h = 21 м;

4, 4 - h = 22,6 м;

5, 5 - h = 25 м;

6, 6 - зависимости подачи и давления в смесителе эрлифта от расхода воздуха при постоянстве давления в смесителе pсма const, при h = 17,1 м;

7, 7 - h = 19 м;

8, 8 - h = 21 м;

9, 9 - h = 22,6 м;

10, 10 - h = 25 м;

11 – характеристика нагнетателя ЦНВ 160/3,2.

Таблица 2.3 – Сравнение степеней увеличения подачи kQ эрлифтов H+h = 42, м, D = 600 мм, d = 300 мм, wп.т = 2,5 м/с с постоянным геометрическим погружением смесителя h = const и постоянным давлением в смесителе рсм = const с блочным воздухоснабжением от центробежного (радиального) нагнетателя ЦНВ 160/3,2 с учетом влияния потерь давления в смесителе на режим работы нагнетателя Геометричес Отношени Подача эрлифта Qэ и степень увеличения Минимально кое е степеней подачи kQ эрлифта при:

допустимая погружение увеличени подача Q.э.мин, смесителя h, я подач м3/ч h = const рсм = const kQp/ kQh м Qэ, м3/ч Qэ, м3/ч kQh kQp 25,0 636 2000 3,14 2900 4,56 1, 22,6 636 1800 2,83 2760 4,34 1, 21,0 636 1850 2,91 2590 4,07 1, 19,0 636 1620 2,55 2230 3,51 1, 17,1 636 1500 2,36 1900 2,99 1, Аналогичные результаты были получены для диапазона диаметров подающих труб d = 300500 мм, которые свидетельствуют об увеличении отношения степени увеличения подачи при постоянном давлении в смесителе рсм = const к степени увеличения подачи при условии постоянства геометрического погружения смесителя h = const k Qp / kQh при уменьшении диаметра подающей трубы (рис. 2.9). Диапазон минимальных значений отношения степени увеличения подачи (для всего диапазона возможных геометрических погружений смесителя при каждом диаметре подающей трубе, например при d = 300 мм, минимальное значение 1,27, максимальное – 1, [табл. 2.3]) k Qp / kQh составляет 1,00471,27, максимальных – 1,0291,53.

Таким образом, обеспечение постоянного давления в смесителе рсм = const при увеличении подачи эрлифта с блочным воздухоснабжением цетробежными (радиальными) нагнетателями позволяет увеличить подачу в сравнении с эрлифтом с постоянным геометрическим погружением смесителя h = const в 1,011,53 раза.

1, 1, 1, 1, 1, 1, 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0, Рисунок 2.9 - Зависимость отношения степеней увеличения подачи эрлифта с постоянным давлением в смесителе рсм = const и эрлифта работающего при постоянном погружении смесителя h = const от безразмерного диаметра подающей трубы d ( d d / D, базовое значение D 600 мм) при пневмоснабжении от нагнетателя ЦНВ 160/3,2: 1 – максимальное отношение степеней увеличения подачи;

2 – минимальное отношение степеней увеличения подачи 2.2 Подача эрлифтных установок с блочными источниками пневмоэнергии неизменной производительности Блочными источниками пневмоэнергии, которые обеспечивают постоянный (или близкий к такому) расход воздуха на эрлифт независимо от давления в смесителе, изменение которого может быть вызвано переменными притоками жидкостей (гидросмесей) или требуемыми переменными подачами газожидкостного подъемника, будем считать, как показано в разделе 1.2.3, объемные (поршневые, винтовые и др.) компрессоры, струйные (пароструйные, воздухоструйные газоструйные - на предельных режимах работы) компрессоры и пневмосети с давлением, существенно превышающем давление в смесителе и дросселированием воздушного потока.

Решение задачи обоснования диапазонов возможных подач Qэ, а также энергетической эффективности работы эрлифтов с источниками пневмоэнергии неизменной производительности в общем виде из-за сложности рассматриваемых процессов в настоящее время также, как и для случая пневмоснабжения эрлифтов блочными центробежными (радиальными) нагнетателями, не представляется возможным. Поэтому и для данных условий целесообразно использовать численный метод анализа работы эрлифтных установок [88].

Особенности рабочего процесса газожидкостного подъемника в условиях переменных притоков воды (гидросмеси) Qпр и обеспечения неизменного расхода воздуха Qв в смеситель независимо от давления в нем рассмотрим на примере эрлифта с подъемной трубой длиной H+h = 50 м, диаметром D = мм и диаметрами подающих труб d = 100, 125 и 150 мм. Общепромышленные эрлифтные установки с источниками неизменной производительности и газожидкостными подъемниками с указанными и близкими к ним геометрическими параметрами находят применение в горной промышленности для вспомогательного водоотлива [5, 6] или чистки подземных технологических емкостей [7, 8], в составе эрлифтно-земснарядных комплексов [18-23], в металлургии [89], на ТЭС в качестве дренажных и водоотливных установок [66].

Целесообразность анализа работы эрлифта с одним заданным диаметром подъемной трубы (в данном случае D = 200 мм) и несколькими значениями диаметров подающих труб (d = 100, 125 и 150 мм) обосновывается необходимостью обеспечения разных транспортных скоростей в подающей трубе (табл. 2.4) энергоэффективного газожидкостного подъемника для выбранных условий его применения – водоотливная установка или гидроподъемная установка для транспортирования твердых материалов с отличающимися физическими свойствами.

Для эрлифта с подъемной трубой длиной H+h = 50 м, диаметром D = мм и трех значений диаметров подающих труб d = 100, 125 и 150 мм численным методом на ПЭВМ [84, 85] получены расходные характеристики газожидкостного подъемника (рис. 2.10 – пример характеристик эрлифта с H+h = 50 м, D = 200 мм при значении d = 100 мм) в виде Qэ = f(Qв, ) – кривые 1-5, а также зависимости изменения избыточного давления в смесителе рсм = f(Qв, ) – кривые 1-5, и гидростатического давления геометрического погружения Таблица 2.4 – Величины минимально допустимых подач эрлифта Qэ кр, обеспечивающих потребные транспортные скорости в подающей трубе wп.т при принятых значениях ее диаметра d Минимально допустимая подача Qэ кр, м3/ч, при Транспортная скорость в диаметре подающей трубы:

подающей трубе wп.т, м/с d = 100 мм d = 125 мм d = 150 мм 1,0 28,3 44,2 63, 1,5 42,4 66,2 95, 2,0 56,5 88,3 127, 2,5 70,7 110,4 159, 3,0 84,8 132,5 190, 3,5 98,9 154,5 222, 4,0 113,0 176,6 254, смесителя рп.с = f(Qв, ) – кривые 1-5, при постоянных геометрических погружениях h1 = 20,0 м;

h2 = 25,0 м;

h3 = 30,0 м;

h4 = 35,0 м;

h5 = 40,0 м, что обеспечивает значения относительных геометрических погружений 1 = 0,40 м;

2 = 0,50 м;

3 = 0,60 м;

4 = 0,70 м;

5 = 0,80. Принятый для анализа работы рассматриваемого эрлифта диапазон относительных погружений h H h обосновывается тем, что, как доказано в [50], наиболее энергоэффективная снарядная структура водовоздушной смеси имеет место в подъемной трубе при значениях 0,40, а в соответствии с [40, 91] энергорациональные диапазоны работы эрлифтов с параметрами, аналогичными принятым к рассмотрению в данном случае, ограничиваются значениями 0,800,85.

Максимальным значением КПД эр.опт.макс = 0,597 в анализируемом диапазоне параметров характеризуется работа эрлифта H+h = 50 м, D = 200 мм, d = 150 мм в оптимальном режиме при относительном погружении смесителя = 0,80 (рис. 2.11 - пример энергетической характеристики эрлифта с H+h = м, D = 200 мм при значении d = 150 мм).

300 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 4, 5" 4, 4" 3, 3" 5' 3, 4' 2" 2, 3' 1" 2' 2, 1' 1, 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Рисунок 2.10 – Расчетные характеристики эрлифта с подъемной трубой длиной H+h = 50 м, диаметром D = 200 мм и подающей трубой диаметром d = 100 мм:

15 - Qэ = f(Qв);

1' 5' - рсм = f(Qв);

1"5" - рп.с = f(Qв) [1 = 0,40 м;

2 = 0,50 м;

3 = 0,60 м;

4 = 0,70 м;

5 = 0,80] При построении энергетических характеристик газожидкостных подъемников (рис. 2.11) значения КПД эрлифтов эр вычислены при действительных давлениях в смесителе, то есть с учетом потерь напора в подающей трубе [40, 41].

Приняв, что энергетически допустимыми режимами работы эрлифта являются режимы со значением минимально допустимого КПД эр.доп.мин = =0,8эр.опт.макс = 0,80,597 = 0,478, определив [84, 85] параметры работы эрлифта при принятых значениях КПД эр.доп.мин = 0,478 (табл. 2.5) и нанеся 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Рисунок 2.11 - Характеристики КПД эр = f(Qв) эрлифта H+h = 50 м, D = мм, d = 150 мм: 1 – при 1 = 0,40 м;

2 - 2 = 0,50 м;

3 - 3 = 0,60 м;

4 - 4 = 0,70 м;

5 - 5 = 0,80] значения этих параметров на графики расходных характеристик эрлифтов (кривые 6 и 8, рис. 2.12), получена энергетически допустимая зона эксплуатации газожидкостного подъемника (рис. 2.12 – пример построения зоны энергетически допустимых режимов работы эрлифта H+h = 50 м, D = мм, d = 100 мм). На эти же графики нанесены кривая 7, соответствующая параметрам работы эрлифта в оптимальном режиме при эр = эр.опт, и прямые Qэ.кр 9, 10 и 11 минимально допустимых подач эрлифта = const, обеспечивающих потребные транспортные скорости в подающей трубе wп.т (в соответствии с данными табл. 2.4).

Таким образом, режимы энергетически допустимо-возможной эксплуатации эрлифта определяются зоной (рис. 2.12), ограниченной: в нижней части – прямой (прямые 9, 10 или 11) Qэ.кр = const (значение Qэ.кр определяется потребной величиной транспортной скорости в подающей трубе wп.т) или графической зависимостью (кривая 6) Qэ.восх = f(Qв восх) при значении эр.доп.мин = 0,478 на восходящей ветви характеристики эр = f(Qв) - если эта зависимость Таблица 2.5 – Параметры работы эрлифта H+h = 50 м, D = 200 мм со значением минимально допустимого КПД эр доп мин = 0, Параметры работы эрлифта при значении эр доп мин = 0,478:

погружение смесителя Диаметр подающей на восходящей ветви на нисходящей ветви Относительное трубы d, мм характеристики эр = f(Qв): характеристики эр = f(Qв):

подача Qэ восх, подача Qэ нисх, расход воздуха расход воздуха Qв восх, м3/мин м3/ч Qв нисх, м3/мин м3/ч 0,400 100 7,96 81,3 11,25 112, 0,500 100 4,90 69,3 11,44 154, 0,600 100 3,30 64,8 9,33 173, 0,700 100 2,19 62,5 6,47 176, 0,800 100 1,31 60,2 3,56 158, 0,400 125 7,19 74,7 13,90 142, 0,500 125 4,70 67,0 13,63 188, 0,600 125 3,23 63,8 11,52 220, 0,700 125 2,15 61,5 8,50 235, 0,800 125 1,24 57,2 5,07 226, 0,400 150 7,03 73,5 14,90 154, 0,500 150 4,66 66,7 14,64 206, 0,600 150 3,24 64,3 12,59 244, 0,700 150 2,17 62,1 9,58 269, 0,800 150 1,25 57,7 5,96 269, располагается на графике выше прямой Qэ.кр = const;

с левой стороны – расходной характеристикой эрлифта (кривая 5) Qэ = f(Qв) при максимально целесообразном (возможном) относительном погружении 5 = 0,80;

с правой стороны - расходной характеристикой эрлифта (кривая 1) Qэ = f(Qв) при минимально допустимом (целесообразном) относительном погружении 1 = 0,40;

в верхней части – графической зависимостью (кривая 8) Qэ.нисх = f(Qв.нисх) при значении эр.доп.мин = 0,478 на нисходящей ветви характеристики эр = f(Qв).

Учитывая, что для подавляющего большинства конструктивных и технологических вариантов применяемых в промышленности эрлифтов, количественный анализ работы которых выполнен, нижней границей зоны Qэ кр допустимо-возможной эксплуатации является прямая = const, соответствующая минимально-допустимой транспортной скорости в подающей 300 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 4, 5" 4, 4" 3, 3" 5' 3, 4' 2" 2, 3' 1" 2' 2, 1' 1, 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Рисунок 2.12 – Энергетически допустимо-возможная зона эксплуатации эрлифта (H+h = 50 м, D = 200 мм, d = 100 мм): 15 - Qэ = f(Qв);

1' 5' рсм = f(Qв);

1"5" - рп.с = f(Qв);

6 – Qэ восх = f(Qв восх) при значении эр доп мин = 0, на восходящей ветви характеристики эр = f(Qв);

7 - Qэ опт = f(Qв опт) при значении эр = эр опт;

8 – Qэ нисх = f(Qв нисх) при значении эр доп мин = 0,478 на нисходящей ветви характеристики эр = f(Qв);

9 - Qэ = Qэ кр = 56,5 м3/ч (wп.т = 2, м/с);

10 - Qэ = Qэ кр = 84,8 м3/ч (wп.т = 3,0 м/с);

11 - Qэ = Qэ кр = 113,0 м3/ч (wп.т = 4,0 м/с);

[1 = 0,40 м;

2 = 0,50 м;

3 = 0,60 м;

4 = 0,70 м;

5 = 0,80] трубе (табл. 2.4), распространим это положение в дальнейших исследованиях для всех анализируемых установок с источниками пневмоэнергии неизменной производительности, заведомо завышая, в некоторых случаях, возможный диапазон подач газожидкостных подъемников традиционной конструкции.

kQ Тогда возможная степень увеличения подачи эрлифта с рассматриваемой схемой воздухоснабжения при заданном расходе воздуха определяется как отношение максимально возможной подачи эрлифта Qэ макс в пределах границ зоны допустимо-возможной эксплуатации подъемника к подаче Qэ кр, обеспечивающей минимально допустимую транспортную скорость в подающей трубе wп.т Qэ макс kQ. (2.4) Qэ кр Подачу превышающая знпчение критической (базовой) далее будем называть дополнительной подачей.

Вычисленная в соответствии с (2.4) степень увеличения подачи рассматриваемого эрлифта с подъемной трубой длиной H+h = 50 м и диаметром D = 200 мм при работе в энергорациональной зоне эксплуатации в зависимости от потребных транспортных скоростей в подающей трубе wп.т изменяется в диапазонах: при диаметре подающей трубы d = 100 мм - kQ = 1,593,18 (при расходе воздуха Qв = 8 м3/мин);

при диаметра подающей трубы d = 125 мм - kQ = 1,322,64 (при расходе воздуха Qв = 8 м3/мин);

при диаметре подающей трубы d = 150 мм - kQ = 1,062,12 (при расходе воздуха Qв = м3/мин) (табл. 2.6). Таким образом, уменьшение диаметра подающей трубы при прочих равных условиях увеличивает степень увеличения подачи эрлифта kQ, однако абсолютные значения подач при этом существенно уменьшаются, например от Qэ макс = 269,2 м3/ч при значении диаметра подающей трубы d = 150 мм до Qэ макс = 179,4 м3/ч при значении диаметра подающей трубы d = мм, то есть в 1,5 раза, что далеко не всегда приемлемо.

Энергетически допустимо-возможные зоны эксплуатации эрлифта с подъемной трубой длиной H+h = 50 м, диаметром D = 200 мм и подающей трубой диаметрами d = 100 мм, d = 125 мм, d = 150 мм представлены в приложении А13.

Существенно увеличить абсолютное значение максимально возможной подачи эрлифта Qэ макс и повысить значение степени увеличения подачи kQ при прочих равных условиях возможно в газожидкостном подъемнике, устройство Таблица 2.6 – Степень увеличения подачи kQ эрлифта с подъемной трубой длиной H+h = 50 м, диаметром D = 200 мм и подающими трубами d = 100, и 150 мм с воздухоснабжением от источника пневмоэнергии неизменной производительности Минимально допустимая подача Qэ кр и степень Максимально увеличения подачи kQ эрлифта при значениях Расход транспортных скоростей в подающей трубе wп.т:

возможная воздуха подача wп.т = 2,0 м/с wп.т = 3,0 м/с wп.т = 4,0 м/с Qв, возм м3/мин Qэ макс, м /ч Qэ кр, Qэ кр, Qэ кр, kQ kQ kQ м3/ч м3/ч м3/ч D = 200 мм, d = 100 мм - 2,0 99,6 56,5 1,76 84,8 1, 4,0 160,8 56,5 2,85 84,8 1,90 113,0 1, 6,0 172,8 56,5 3,06 84,8 2,04 113,0 1, 8,0 56,5 84,8 113, 179,4 3,18 2,12 1, 10,0 171,6 56,5 3,04 84,8 2,02 113,0 1, 12,0 138,6 56,5 2,45 84,8 1,63 118,6 1, - - - - - - 14, D = 200 мм, d = 125 мм - - - 2,0 108,8 88,3 1, 4,0 195,7 88,3 2,22 132,5 1,48 176,6 1, 6,0 227,5 88,3 2,58 132,5 1,72 176,6 1, 8,0 88,3 132,5 176, 233,2 2,64 1,76 1, 10,0 233,6 108,4 2,16 132,5 1,76 176,6 1, 12,0 217,3 127,2 1,71 132,5 1,64 176,6 1, - 14,0 172,5 142,7 1,21 142,7 1, D = 200 мм, d = 150 мм - - - - - - 2, - 4,0 210,3 127,2 1,65 190,8 1, 6,0 127,2 190,8 254, 269,2 2,12 1,41 1, 8,0 268,0 127,2 2,11 190,8 1,40 254,3 1, 10,0 268,0 127,2 2,11 190,8 1,40 254,3 1, 12,0 255,7 131,0 1,95 190,8 1,34 254,3 1, - 14,0 218,8 147,6 1,48 190,8 1, которого позволяет при увеличении притоков жидкости (гидросмеси) и, следовательно, требуемой подачи, поддерживать практически постоянное давление в смесителе рсм на уровне давления, имеющего место при базовом притоке Qпр. б. Рассмотрим решение этой задачи на примере эрлифта с подъемной трубой длиной H+h = 50 м, диаметром D = 200 мм и подающей трубой диаметром d = 100 мм при условии необходимости обеспечения в последней транспортной скорости wп.т = 4,0 м/с, при этом базовы притоком является величина Qпр. б = 113,0 м3/ч (табл. 2.4)..

Примем, что в эрлифте с подводом дополнительного притока в промежуточное сечение подъемной трубы при увеличении притока жидкости (гидросмеси) Qпр Qпр. б давление в смесителе рсм не изменится и будет равно давлению в смесителе, имеющем место при подаче эрлифта Qэ = Qпр. б = 113, м3/ч. Значения давлений в смесителе при подаче эрлифта Qэ = 113,0 м3/ч и каждом из рассматриваемых величин относительных погружений = 0,400, определены (табл. 2.7), используя полученные зависимости рсм = f(Qв) (рис.

2.12).

Применив программу для численного решения на ПЭВМ математической модели рабочего процесса эрлифта со снарядной структурой водовоздушной смеси [84, 85] и решив ее при условии рсм = const (в отличие от решения h = const при построении приведенных на рис. 2.10 расчетных характеристик), построены характеристики газожидкостного подъемника с Таблица 2.7 – Параметры работы эрлифта H+h = 50 м, D = 200 мм, d = 100 мм при значении транспортной скорости в подающей трубе wп.т = 4,0 м/с и подаче Qэ = 113,0 м3/ч Избыточное Относительное Расход давление в КПД воздуха Qв, погружение смесителе эр м3/мин смесителя рсм, кгс/см 0,400 11,27 1,855 0, 0,500 7,59 2,344 0, 0,600 5,29 2,833 0, 0,700 3,62 3,333 0, 0,800 2,29 3,843 0, постоянным давлением в смесителе и нанесены дополнительно (рис. 2.13) на выше полученные характеристики (рис. 2.12) с постоянным геометрическим погружением смесителя и выделенной допустимо-возможной зоной эксплуатации подъемника. Кривые 11-15 (рис. 2.13) являются графическим отображением расходных характеристик эрлифта Qэ = f(Qв, ) при условии рсм = const. Используя выше изложенную методику, на эти же характеристики нанесена графическая зависимость (кривая 16) Qэ нисх = f(Qв нисх) при значении эр = 0,478 на нисходящих ветвях характеристик эр = f(Qв) эрлифта с рсм = доп мин const (табл. 2.8), что позволило установить, в том числе, энергетически допустимо-возможную зону эксплуатации данного газожидкостного подъемника.

350 300 250 16 6 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 4, 15" 5" 4, 4" 14" 15' 3, 3" 5' 13" 14' 3, 4' 2" 13' 12" 2, 3' 1" 12' 11" 2' 2, 11' 1' 1, 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Рисунок 2.13 – Энергетически допустимо-возможные зоны эксплуатации эрлифтов с подъемной трубой длиной H+h = 50 м, диаметром D = 200 мм и подающей трубой диаметром d = 100 мм при h = const и рсм = const: 15;

11- - Qэ = f(Qв);

1' 5';

11'-15' - рсм = f(Qв);

1"5";

11"-15" - рп.с = f(Qв);

6 – Qэ восх = f(Qв восх) при значении эр доп мин = 0,478 на восходящей ветви характеристики эр = f(Qв) эрлифта с h = const;

7 - Qэ опт = f(Qв опт) при значении эр = эр опт эрлифта с h = const;

8 – Qэ нисх = f(Qв нисх) при значении эр доп мин = 0,478 на нисходящей ветви характеристики эр = f(Qв) эрлифта с h = const;

9 - Qэ = Qэ кр = 84,8 м3/ч (wп.т = 3,0 м/с);

10 - Qэ = Qэ кр = 113,0 м3/ч (wп.т = 4,0 м/с);

16 - Qэ нисх = f(Qв нисх) при значении эр доп мин = 0,478 на нисходящей ветви характеристики эр = f(Qв) эрлифта с рсм = const [1 = 0,40 м;

2 = 0,50 м;

3 = 0,60 м;

4 = 0,70 м;

5 = 0,80] Из сравнения значений параметров работы эрлифтов H+h = 50 м, D = 200 мм, d = 100 мм, wп.т = 4,0 м/с с постоянным геометрическим погружением смесителя h = const и постоянным давлением в смесителе рсм = const (табл. 2.9) следует, что степень увеличения подачи и, что в данном случае одно и то же, увеличение значений абсолютных подач эрлифта с постоянным давлением в смесителе рсм = const в условиях воздухоснабжения от источников пневмоэнергии неизменной производительности превышает аналогичные показатели эрлифта при условии постоянства геометрического погружения смесителя в 1,251,72 раза.

Таблица 2.8 – Параметры работы эрлифта H+h = 50 м, D = 200 мм d = 100 мм со значением минимально допустимого КПД эр доп мин = 0,478, на нисходящей ветви характеристики эр = f(Qв) газожидкостного подъемника с рсм = const Относительное Подача Qэ нисх, Расход воздуха погружение Qв нисх, м3/мин м3/ч смесителя 0,400 11,50 115, 0,500 13,95 193, 0,600 12,25 236, 0,700 9,48 265, 0,800 6,01 272, Аналогичные результаты получены и для эрлифтов с другими геометрическими параметрами - H+h = 20, 30, 40 м, D = 200 мм, d = 100, 150, 200 мм [приложение А14, табл. А8-А16].

Обеспечение постоянного давления в смесителе рсм = const при увеличении подачи эрлифта с источниками пневмоэнергии неизменной производительности, позволяет увеличить подачу в сравнении с эрлифтом с постоянным геометрическим погружением смесителя h = const, на примере эрлифта с H+h = 20, 30, 40 м, D = 200 мм, d = 100, 150, 200 мм, 0,4 0,8 до 2,22 раз (рис. 2.14).

Таблица 2.9 – Сравнение степеней увеличения подачи kQ эрлифтов H+h = 50 м, D = 200 мм, d = 100 мм, wп.т = 4,0 м/с с постоянным геометрическим погружением смесителя h = const и постоянным давлением в смесителе рсм = const с воздухоснабжением от источников пневмоэнергии неизменной производительности Максимально возможная подача возм Отношение Qэ макс и степень увеличения подачи kQ эрлифта Расход Минимально степеней при:

воздуха допустимая увеличения Qв, подача Qэ кр, h = const рсм = const подач м3/ч м /мин kQp/ kQh возм Qэ макс, возм Qэ макс, м3/ч kQh kQp м /ч 2,0 - 99,6 - - - 4,0 113,0 160,8 1,42 200,6 1,78 1, 6,0 113,0 172,8 1,53 271,7 2,40 1, 8,0 113,0 179,4 1,59 269,2 2,38 1, 10,0 113,0 171,6 1,52 263,7 2,33 1, 12,0 113,0 138,6 1,17 241,5 2,01 1, 14,0 113,0 - - 189,0 1,37 2, (k Qp / k Qh ) макс 2, 2, 1, 1, 1, 1, H h 1, 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0, Рисунок 2.14 - Зависимость (k Qp / k Qh ) макс f ( H h) эрлифтной установки с источником пневмоэнергии неизменной производительности (D = 200 мм, 0,4 0,8 ): 1 – при d = 200 мм;

2 - при d = 150 мм;

при d = 100 мм (базисное значение высоты подъемной трубы H+h = 100 м) 2.3 Энергетически оптимальный способ изменения подачи эрлифта Обеспечивать согласование подачи эрлифта с переменными во времени притоками жидкости (гидросмеси) наиболее энергетически рационально таким образом, чтобы при каждом значении притока газожидкостный подъемник эксплуатировался с максимально возможным коэффициентом полезного действия, то есть в энергетически оптимальном режиме. Для анализа такого способа изменения подачи примем, что наиболее энергетически эффективной работой эрлифта при каждом значении притока жидкости (гидросмеси) будет такая, при которой при каждом значении подачи эрлифта Qпр. мин Qэ Qпр. макс последний работает с максимально возможным КПД при требуемом значении геометрического погружения смесителя h мин h h макс.

Принятым допущением выводим за пределы рассматриваемого анализа возможные варианты достижения большего КПД, при одной и той же подаче эрлифта за счет перехода на расходную характеристику при большем геометрическом погружении смесителя то есть, рассматривается только работа при максимальном КПД для каждой расходной характеристики при соответствующем геометрическом погружении.

При работе эрлифта в оптимальном режиме (с максимальным КПД) при постоянных значениях геометрического погружения смесителя h = const, для эрлифта с подъемной трубой длиной H+h = 50 м, диаметром D = 200 мм, подающей трубой диаметром d = 100 мм, подача Qэ составляет (рис. 2.15): для h = 20 м ( = 0,4) - 88 м/ч (кривая 1, точка а);

для h = 25 м ( = 0,5) - 91 м/ч (кривая 2, точка b);

для h = 30 м ( = 0,6) - 90 м/ч (кривая 3, точка c);

для h = 35 м ( = 0,7) - 79 м/ч (кривая 4, точка d);

для h = 40 м ( = 0,8) - 74 м/ч (кривая 5, точка e). Таким образом, диапазон изменения подачи эрлифта энергетически оптимальным способом составляет Qэ =7491 м/ч и степень увеличения подачи такого эрлифта k Qh 91 / 74 1,23.

0, 0, 9 8 0, 10 7 0, 1 0, 0, 10' 9' 5' 4' 7' d' Qэ.макс 2 8' b' c' e' 3' 6' Qэ.мин 2' Qэ.макс 100 d a' c b a 1' Qэ.мин 1 e 4, 10" 4, 5'' 9" 3, 4'' 3, 8" 3'' 7" 2, 2'' 6" 2, 1'' 1, 0 2 4 6 8 10 Рисунок 2.15 - Диапазоны подач при обеспечении энергетически оптимальных режимов работы эрлифта (H+h = 50 м, D = 200 мм, d = 100 мм, = 0,40,8):

15- эр f (Qв ) при h = const для h = 20 м (=0,4), 25 м (=0,5), 30 м (=0,6), 35 м ( = 0,7), 40 м ( = 0,8);

1 5 - Q э f (Qв ) при h = const для h = 20 м ( = 0,4), 25 м ( = 0,5), 30 м ( = 0,6), 35 м ( = 0,7), 40 м ( = 0,8);

6 10 Q э f (Qв ) при p см сonst для p сма =2,945 кгс/см, 3,445 кгс/см, 3,945 кгс/см, 4,444 кгс/см, 4,945 кгс/см;

1 5 - p сма f (Qв ) при h = const для h = 20 м ( = 0,4), 25 м ( = 0,5), 30 м ( = 0,6), 35 м ( = 0,7), 40 м ( = 0,8);

6 10 p сма f (Qв ) при p см сonst для p сма = 2,945 кгс/см, 3,445 кгс/см, 3, кгс/см, 4,444 кгс/см, 4,945 кгс/см Аналогичные результаты получены для того же эрлифта (H+h = 50 м, D = 200 мм, = 0,40,8) с подающей трубой диаметрами d = 125 мм и d = 150 мм.

(табл. 2.10). Так, для эрлифта с подающей трубой d = 125 мм диапазон подачи эрлифта при ее изменении энергетически оптимальным способом составляет Qэ =90115 м/ч, степень увеличения подачи эрлифта k Qh 115 / 90 1,28. Для эрлифта с подающей трубой d = 150 мм диапазон подачи эрлифта при ее изменении энергетически оптимальным способом составляет Qэ =117151 м/ч, степень увеличения подачи эрлифта k Qh 151 / 117 1,29 (табл. 2.10).

Таблица 2.10 - Подачи эрлифта H+h = 50 м, D = 200 мм при постоянном геометрическом погружении смесителя h = const и энергетически оптимальном способе изменения подачи Относительное Диаметр подающей трубыДиаметр подающей Диаметр подающей геометрическое d = 100 мм трубы трубы d = 125 мм d = 150 мм погружение Подача КПД kQh Подача КПД kQh Подача КПД смесителя, kQh эрлифта эрлифта эрлифта эрлифта эрh Qэ.опт, Qэ.опт, Qэ.опт, м3 / ч м3 / ч м3 / ч 0,4 88 0,480 1,19 105 0,499 1,17 119 0,511 1, 0,5 91 0,515 1,23 113 0,536 1,26 132 0,543 1, 0,6 90 0,541 1,22 115 0,566 1,278 151 0,562 1, 0,7 79 0,543 1,07 108 0,583 1,20 122 0,574 1, 0,8 74 0,545 1,00 90 0,620 1,00 117 0,582 1, При условии постоянства давления в смесителе p см сonst (при котором обеспечивается принятая транспортная скорость в подающей трубе wп.т 2, м/с) подача эрлифта Qэ в режиме работы с максимальным КПД составляет (рис. 2.15): при p сма = 2,945 кгс/см - 118 м/ч (точка a' на кривой 6 );

при p сма = 3,445 кгс/см - 152 м/ч (точка b на кривой 7 );

p сма = 3,945 кгс/см - 172 м/ч (точка с на кривой 8 );

p сма = 4,444 кгс/см - 169 м/ч (точка d на кривой 9 );

p сма = 4,945 кгс/см - 151 м/ч (точка e на кривой 10 ).

Таким образом, диапазон подач эрлифта (H+h = 50 м, D = 200 мм, d = мм) с постоянным давлением в смесителе p см сonst составляет Qэ = м/ч, степень увеличения подачи k Qp 172 / 118 1,46. При диаметре подающей трубы d = 125 мм - k Qp 162 / 123 1,32, при d = 150 мм - k Qp 171 / 118 1, (табл. 2.11).

Таблица 2.11 - Подачи эрлифта H+h = 50 м, D = 200 мм при постоянном давлении в смесителе p см сonst и энергетически оптимальном способе изменения подачи (скорость жидкости (гидросмеси) в подающей трубе wп.т 2,5 м/с) Диаметр подающей трубы Диаметр подающей Диаметр подающей d = 100 мм трубы трубы d = 125 мм d = 150 мм Подача КПД pсма, Подача КПД pсма, ПодачаКПД kQp kQp kQp pсма, эрлиф- эр кгс/см эрлиф- эр кгс/см эрлиф эр кгс/см та та та Qэ.опт, Qэ.опт, Qэ.опт, 3 м3 / ч м /ч м /ч 2,945 118 0,504 1,00 2,978 123 0,511 1,00 2,989 118 0,514 1, 3,445 152 0,543 1,13 3,478 131 0,549 1,07 3,489 132 0,552 1, 3,945 172 0,563 1,46 3,978 162 0,573 1,32 3,989 163 0,577 1, 4,444 169 0,574 1,43 4,478 157 0,546 1,28 4,489 164 0,604 1, 4,945 151 0,582 1,28 4,978 158 0,607 1,28 4,989 171 0,611 1, Таким образом, диапазон изменения подачи энергетически оптимальным способом эрлифта с постоянным давлением в смесителе p см сonst превышает аналогичный показатель эрлифта с постоянным геометрическим погружением смесителя h = const с одинаковыми конструктивными параметрами (H+h = м, D = 200 мм) для d = 100 мм составляет в k Qp / k Qh 1,46 / 1,23 1,19 раза;

при k Qp / k Qh 1,32 / 1,28 1, d = 125 мм - раза;

при d = 150 мм k Qp / k Qh 1,45 / 1,29 1,12 раза.

2.4 Выводы 1. В эрлифтных установках с блочным воздухоснабжением серийно производимыми ОАО «Дальневосточный завод энергетического оборудования»

(г. Хабаровск, РФ, www.dalenergomash.ru) центробежными (радиальными) нагнетателями ЦНВ 60/1,6;

360-22-1;

ЦНВ 100/3,2;

ЦНВ 160/3,2;

ЦНВ 200/3, представляющими все три классификационные группы нагнетателей, рациональных в использовании в составе общепромышленных установок с энергетически целесообразными высотами подъема, степень увеличения подачи водоотливных эрлифта составляет k Q =1,031,49, а гидроподъемных эрлифтов - k Q =1,021,45, что определяет теоретические диапазоны возможных подач газожидкостных подъемников в режимах максимально энергоэффективной работы.

2. Степень увеличения подачи эрлифтов с учетом потерь напора (давления) в подающей трубе при определении режимов работы блочных центробежных (радиальных) нагнетателей не существенно отличается от теоретически определенной и составляет: водоотливных установок k Q =1,051,54, гидроподъемных установок k Q =1,091,47 однако значения абсолютных максимальных и минимальных подач эрлифтов при учете потерь напора (давления) в подающей трубе превышают теоретически определенные значения на 610 %.

3. Обеспечение постоянного давления в смесителе рсм = const при увеличении подачи эрлифта с блочным воздухоснабжением цетробежными (радиальными) нагнетателями позволяет увеличить подачу в сравнении с эрлифтом с постоянным геометрическим погружением смесителя h = const в 1,011,53 раза.

4. В эрлифтных установках с источниками пневмоэнергии неизменной производительности и обеспечением постоянства давления в смесителе степень увеличения подачи в условиях переменных притоков жидкости (гидросмеси) превышает аналогичный показатель эрлифта традиционной конструкции (в частности, при H+h = 50 м, D = 200 мм, d = 100 мм) до 2,22 раз при тех же показателях энергоэффективности работы установки.

5. Диапазон изменения подачи энергетически оптимальным способом p см сonst эрлифта с постоянным давлением в смесителе превышает аналогичный показатель эрлифта с постоянным геометрическим погружением смесителя h = const с одинаковыми конструктивными параметрами (H+h = м, D = 200 мм, d = 100 мм) в k Qp / k Qh 1,03 1,19.

6. Анализ работы эрлифтов с блочным пневмоснабжением центробежными (радиальными) нагнетателями, с источниками пневмоэнергии неизменной производительности, а также при изменении подачи энергетически оптимальным способом показал, что при обеспечении постоянства давления в смесителе максимальная подача выше, чем у эрлифта с аналогичными параметрами, но при неизменном геометрическом погружении смесителя.

3 ФИЗИЧЕСКАЯ И МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛИ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА ЭРЛИФТА С ПОДВОДОМ ДОПОЛНИТЕЛЬНОГО ПРИТОКА ЖИДКОСТИ (ГИДРОСМЕСИ) В ПРОМЕЖУТОЧНОЕ СЕЧЕНИЕ ПОДЪЕМНОЙ ТРУБЫ 3.1 Обоснование целесообразности разработки эрлифтной установки с близким к постоянному давлением в смесителе в условиях переменных притоков жидкости (гидросмеси) Анализ режимов работы эрлифтной установки с блочным воздухоснабжением от центробежных (радиальных) нагнетателей и источников пневмоэнергии неизменной производительности (раздел 2) позволил установить достаточно ограниченные значения возможных диапазонов изменения подач, а также абсолютных подач газожидкостных подъемников, что зачастую не соответствует потребностям общепромышленных систем (раздел 1.1).

Во многих случаях значения притоков жидкостей (гидросмесей), подлежащих транспортированию, изменяются дискретно. Так, в условиях пиковой водогрейной котельной Кузнецкой ТЭЦ притоки золошлаковой гидросмеси на эрлифтную установку (эрлифтная установка предназначена для удаления золошлаков от одного до четырех работающих котлов) в зависимости от режима работы котельной могут изменяться от 150 м/ч (при работе одного котла) до 600 м/ч (при работе четырех котлов) с величиной приращения, близкой к 150 м/ч (притоки гидросмеси от одного котла) [34]. Притоки шахтных вод в зависимости от времени года изменяются в диапазоне 1,11,2 от величины базового значения [3-9], а изменения притоков этих же вод в условиях консервируемых шахт могут достигать девятикратного значения [10].

Существуют и другие водоотливные (гидроподъемные) системы с дискретным изменением притоков жидкостей (гидросмесей) [1, 11-23].

Одним из возможных способов расширения диапазонов подач с повышением энергетической эффективности работы эрлифтной установки в условиях переменных притоков жидкостей (гидросмесей) является обеспечение близкого к постоянному, равного давлению при базовом притоке, давления в смесителе эрлифта. Согласно ранее выполненным исследованиям обеспечение работы эрлифтной установки в таких условиях позволяет увеличивать подачу эрлифта при прочих равных условиях от 1,11,2 [64] до 1,52 [40, 92] раз.

Обеспечение близкого к постоянному давления в смесителе эрлифта в условиях переменных притоков жидкостей (гидросмесей) и блочном пневмоснабжении позволит также эксплуатировать центробежный (радиальный) нагнетатель в значительно более узком диапазоне его давлений и производительностей с режимами работы, близкими к энергетически оптимальному.

Исходя из изложенного, разрабатываемая для условий переменных притоков жидкостей (гидросмесей) эрлифтная установка должна соответствовать следующим основным требованиям:

а) возможность эксплуатации установки в значительном диапазоне подач без существенного изменения потерь давления в подающей трубе и давлении в смесителе близком к неизменному;

б) возможность эксплуатации воздушного нагнетателя при блочной схеме воздухоснабжения газожидкостного подъемника при давлениях и производительностях, близких к номинальным, в широком диапазоне изменения подач эрлифта.

Сформулированным требованиям соответствует эрлифтная установка с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы [93, 94].

3.2 Гидравлическая схема и физическая модель рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы Основной особенностью разработанной эрлифтной установки с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы [93, 94] является возможность транспортирования основного (базового) притока с подачей Qпр1 через традиционную подающую трубу в нижней части смесителя и дополнительного, периодически возникающего притока с подачей Qпр 2 - через дополнительный трубопровод в одно из промежуточных сечений подъемной трубы.

Указанная конструктивная особенность разработанной эрлифтной установки может быть реализована следующим образом (рис. 3.1).

Жидкость (гидросмесь), подлежащая транспортированию эрлифтом Qпр, направляется в приемную емкость 1, которая основным поводящим трубопроводом 2 соединена с зумпфом 4. Причем гидравлическое сопротивление (возможно, регулирование) основного подводящего трубопровода 2 имеет такое значение, при котором величина уровня жидкости (гидросмеси) в приемной емкости 1 l l макс обеспечивает расход в данном трубопроводе 2, не превышающий базовое значение Qпр1. Базовый приток Qпр поступает в подающую трубу 5 и смешивается в смесителе 6 с воздухом, подаваемым в количестве Qв1 по основному воздухопроводу 7. Обеспечивается подача эрлифта Qэ Qпр1. При этом геометрическое погружение смесителя составляет величину h, жидкость (гидросмесь) по подъемной трубе поднимается на высоту H. Аэрогидросмесь в воздухоотделителе 11 разделяется на воздух, сбрасываемый в атмосферу, и жидкость (гидросмесь), отводимую по назначению.

Если приток жидкости (гидросмеси) в приемную емкость 1 превышает Рисунок 3.1 - Схема эрлифтной установки с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы: - приемная емкость;

2 -основной подводящий трубопровод;

3 – дополнительный подводящий трубопровод;

4 - зумпф;

5 – подающая труба;

6 смеситель;

7 –основной воздухопровод;

8 – задвижки;

9 – дополнительный воздухопровод;

10 – подъемная труба;

11 - воздухоотделитель;

12 - запорное устройство;

А - эпюра давления жидкости (гидросмеси) в зумпфе 4;

Б - эпюра давления газожидкостной смеси (аэрогидросмеси) в подъемной трубе 10;

В эпюра давления жидкости (гидросмеси) в дополнительном подводящем трубопроводе базовое значение Qпр Qпр1, уровень в ней повышается l l макс. Открывается запорное устройство 12 и дополнительный приток Qпр 2 направляется в промежуточное сечение подъемной трубы 10 по дополнительному подводящему трубопроводу 3. При необходимости открывается задвижка Qв 2 также дополнительного воздухопровода 9 и воздух в количестве направляется в промежуточное сечение подъемной трубы 10. Также увеличение расхода воздуха в эрлифт возможно за счет обеспечения подвода его большего количества через основной воздухопровод 7 при закрытой задвижке 8 на дополнительном воздухопроводе 9. Выбор варианта воздухоснабжения эрлифта определяется по критерию минимальной энергоемкости газожидкостного подъемника. Подача эрлифта при этом составит величину Qэ Qпр1 Qпр 2.

При уменьшении притока жидкости (гидросмеси) и, соответственно, подачи эрлифта до величины Qэ Qпр1, закрываются запорное устройства 12 и задвижка 8 дополнительного воздухопровода 9. Причем, запорное устройство 12, исключающее выброс аэрогидросмеси из подъемной трубы 10 в режиме работы эрлифта Qэ Qпр1, перед закрытием промывается технической водой.

Это обеспечивает надежность и необходимую продолжительность его работы при транспортировании абразивных гидросмесей.

Источник пневмоэнергии в данной установке эксплуатируется при близком к постоянному номинальным давлении сжатого воздуха независимо от величины притока жидкости (гидросмеси), а его производительность в случае использования центробежной (радиальной) машины может регулироваться одним из наиболее экономичных способов – дросселированием всасывающего патрубка.

Потери давления p п.т в подающей трубе 5 существенно не изменяются с увеличением подачи эрлифта Qэ и в пределе определяются величиной потребной транспортной скорости в ней для надежного транспортирования жидкости (гидросмеси) в количестве Qпр1.

Избыточное давление в смесителе 6 также практически неизменно во всех p см ' gh p п.т режимах работы, составляя величину и формирует начальное давление на входе в подъемную трубу 10. Эпюра давления жидкости А (гидросмеси) в зумпфе 4 представляется линейной зависимостью.

Допустимым также является линейный закон Б изменения давления по высоте подъемной трубы 7 [83].

Ряд известных допущений [36, 38] позволяют также считать линейной эпюру В изменения давления в дополнительном подводящем трубопроводе 3.

Тогда избыточное давление в нем на уровне входа в смеситель 6 (при значении вертикальной координаты промежуточного сечения подъемной трубы 10 z j 0 ) составляет величину [2] pтр ' g (h h) pтр [где h превышение уровня жидкости (гидросмеси) в приемной емкости 1 над рабочим уровнем в зумпфе 3;

pтр - потери давления в дополнительном подводящем трубопроводе 10].

Вертикальная координата z j промежуточного сечения подъемной трубы 10, где возможно осуществление подвода дополнительного притока Qпр 2, не может превышать величину z j. макс, соответствующую уровню точки а (точки пересечения эпюр Б и В).

Ниже точки а давление на выходе из дополнительного подводящего трубопровода 3 превышает давление в данном сечении подъемной трубы 10, что и обеспечивает расход Qпр 2. Давления в подъемной трубе 10 эрлифта и в дополнительном подводящем трубопроводе 3 на высоте z j. макс от смесителя равны между собой pВ p Б (3.1) где p Б - избыточное давление в подъемной трубе эрлифта на высоте z j. макс ;

p В - избыточное давление в дополнительном подводящем трубопроводе на высоте z jмакс.

Давление в подъемной трубе на расстоянии z jмакс от смесителя [1, 2] z jмакс p Б pсм (1 ), (3.2) H h где pсм - избыточное давление в смесителе.

Давление в смесителе в установившемся режиме работы эрлифта [2] p см g (h hп.т ), (3.3) где hп.т - потери напора в подающей трубе при расходе через нее транспортируемой жидкости (гидросмеси) в количестве, равном Qпр1.

Гидростатическое давление в дополнительном подводящем трубопроводе на расстоянии z j. макс от смесителя p В g (h h z j.макс ). (3.4) Решение уравнения (3.1) с учетом (3.2) и (3.3) и (3.4) относительно z j. макс позволяет получить выражение для максимально возможной координаты подвода дополнительного притока в промежуточное сечение подъемной трубы (hп.т h) ( H h) z j. макс. (3.5) H hп.т При истечении дополнительного притока Qпр 2 в промежуточное сечение подъемной трубы z j давление на выходе из трубопровода дополнительного притока p В снижается на величину потерь на трение по длине, на преодоление местных сопротивлений и создание скоростного давления на выходе из дополнительного подводящего трубопровода в подъемную трубу p В g (h h z j. макс hд.т hск ), (3.6) где hд.т - суммарные потери напора притока Qпр 2 в дополнительном hск подводящем трубопроводе;

- скоростной напор на выходе из дополнительного подводящего трубопровода в подающую трубу.

Тогда максимально возможная координата подвода дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы эрлифта с учетом потерь напора (давления) потока жидкости (гидросмеси) в дополнительном подводящем трубопроводе (hп.т h hск hд.т ) ( H h) z j. макс. (3.7) H hп.т Так как значения hск и hд.т зачастую не превышают 23 % от значения (hп.т h hск hд.т ), то в дальнейшем для члена выражения (3.7) определения максимально возможной координаты подвода дополнительного притока в промежуточное сечение подъемной трубы используется выражение (3.5).

При подводе дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в сечение подъемной трубы z j = 0 м (смеситель), поддержание постоянства давления в смесителе обеспечивается за счет подвода дополнительного расхода сжатого воздуха Qв 2 вместе с основным расходом Qв1.

Приведенное конструктивное решение эрлифтной установки с подводом дополнительного притока в промежуточное сечение подъемной трубы не является единственно возможным и может быть изменено в зависимости от технологических особенностей водоотливной (гидроподъемной) установки.

Кроме приведенных выше преимуществ разработанной эрлифтной установки с подводом дополнительного притока в промежуточное сечение подъемной трубы в ней исключается постоянная эксплуатация запорных устройств в потоке абразивной гидросмеси, что необходимо при применении групповых или батарейных эрлифтных установок. Невозможность очистки (промывки) запорной арматуры от абразивных твердых частиц перед отключением части эрлифтов групповой или батарейной схем приводит к потере герметичности данного узла и возможности заиливания резервных газожидкостных подъемников [24-34].


Кроме того известно, что энергетически целесообразной структурой водовоздушной смеси в эрлифте является снарядная, что должно обеспечиваться соответствующими значениями относительного погружения смесителя, конструктивными параметрами подъемника и гидродинамическими параметрами газожидкостного потока [84, 85]. Однако расширение сжатого воздуха по высоте подъемной трубы может превращать снарядную структуру газожидкостной смеси в эмульсионную и даже кольцевую [50, 51].

Подвод дополнительного количества жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы будет уменьшать значение истинного газосодержания водовоздушного потока и снижать вероятность перехода снарядной структуры в эмульсионную или кольцевую. А так как энергетические потери газожидкостного потока со снарядной структурой наименьшие в сравнении с эмульсионной и кольцевой, то высвобожденное количество энергии возможно использовать для транспортирования некоторого дополнительного количества жидкости (гидросмеси). Компенсировать недостающее количество этой энергии возможно дополнительным расходом сжатого воздуха Qв1.

Таким образом, предлагаемая эрлифтная установка соответствует требованиям, предъявляемым для работы в условиях переменных притоков жидкости (гидросмеси), и имеет существенные преимущества в сравнении с традиционной.

Для обеспечения максимальной энергоэффективности работы эрлифта с подводом дополнительного притока в промежуточное сечение подъемной трубы водовоздушный поток в вертикальной подъемной трубе должен иметь структуру близкую к снарядной [50] (рис. 3.2).

Характерной особенностью снарядного режима движения водовоздушной смеси является скопление воздуха в большие пузыри (снаряды) длиной L, движущиеся с истинной скоростью w" ( z ). Снаряды разделяют слои жидкости (жидкостные пробки) длиной L S, включающие мелкие воздушные пузыри, поднимающиеся по подъемной трубе диаметром D и длиной H+h с истинной скоростью w' ( z ). В пристенной области происходит нисходящее течение жидкостной пленки с истинной скоростью w' п ( z ). Приведенная скорость водовоздушной смеси wсм (z ). В сечении подъемной трубы на высоте z j подводится жидкость с расходом Qпр 2 (дополнительный приток). Возможный дополнительный расход воздуха Qв 2, подводимый в подъемную трубу в сечении z j, смешиваясь с основным водовоздушным потоком, обеспечивает транспортирование дополнительного притока Qпр 2.

Рисунок 3.2 - Схема эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы со снарядной структурой водовоздушного потока: истинная 1 и усредненная 2 эпюры давления в подъемной трубе При моделировании рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы приняты следующие допущения:

а) структура водовоздушного потока по всей высоте подъемной трубы снарядная;

б) течение квазиодномерное осесимметричное стационарное;

в) скорости компонентов водовоздушной смеси в любой точке сечения подъемной трубы параллельны вертикальной оси, а поперечные составляющие скоростей и ускорений пренебрежимо малы по сравнению с их продольными значениями;

г) в каждой точке любого сечения подъемной трубы давление одинаково, в том числе и в фазах, и изменяется по высоте по линейному закону;

д) изменение состояния воздуха в подъемной трубе происходит по изотермическому процессу;

3.3 Математическая модель рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы Основой математической модели рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы, как и других гидравлических аппаратов и машин, являются дифференциальные уравнения количества движения и неразрывности движения жидкой сплошной среды (в нашем случае под жидкой сплошной средой будем понимать газожидкостную смесь для водоотливных установок и газожидкостную смесь с включением твердых частиц для гидроподъемных установок) [95, 96]. Интегрирование дифференциальных уравнений движения для рассматриваемого случая требует условий однозначности - начальных и граничных условий.

В соответствии с [97, 98] при плотностях гидросмеси 1200 кг/м, что имеет место во многих гидротранспортных системах [2, 7, 8, 17, 66], результаты исследований, проведенных на двухфазных потоках (вода - воздух), с приемлемой точностью могут быть использованы для описания трехфазных потоков (вода – воздух - твердые частицы). Учитывая это, математическая модель рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока в промежуточное сечение подъемной трубы разработана исходя из двухфазного (вода – воздух) потока сплошной жидкой среды как для условий водоотливных, так и гидроподъемных установок.

В связи со сложностью процессов восходящего движения газожидкостных потоков в вертикальных каналах и многообразием структур водовоздушных смесей (пузырьковая, снарядная, эмульсионная, кольцевая и др.) [40, 84, 85, 99-103, 104-110] на сегодняшний день универсальный метод количественного описания данных процессов отсутствует и разрабатываются математические модели движения для каждой из имеющих место структур двухфазных потоков [40, 50, 111-113].

Для энергетически рациональной в эрлифте снарядной структуры водовоздушного потока [создание условий существования для которой является основой энергоэффективной работы и эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы] наиболее рационально использование двухкомпонентной модели сплошной среды [40, 114-116], в которой газосодержание водовоздушной смеси определяется его истинным значением [114, 117-119], а вязкостные гидравлические потери – осредненным значением касательных напряжений на твердой стенке канала w [114, 118-120].

Для принятых условий и снарядного восходящего вертикального водовоздушного потока основные исходные уравнения сохранения наиболее целесообразно представить в виде [40, 116]:

- уравнение количества движения 2 ( R1 1 w1 R2 2 w2 ) ( R1 1 w1 R2 2 w2 ) t z ;

(3.6) p 1 dc ( R1 1 R 2 2 ) Fz n z (nk k ) z k 1,2 c n k n kc ( z,t ) k - уравнение неразрывности движения ( R1 1 R 2 2 ) ( R1 1 w1 R2 2 w2 ) 0, (3.7) t z где R1 - относительная часть площади поперечного сечения вертикальной R 2 - относительная часть площади трубы, занимаемая жидкой фазой;

поперечного сечения вертикальной трубы, занимаемая газообразной фазой;

1 плотность жидкой фазы;

2 - плотность газообразной фазы;

w1 - компонента вектора скорости жидкости 1 по вертикальной оси z;

w2 - компонента вектора скорости газа 2 по вертикальной оси z;

Fz - проекция единичной массовой силы на ось z;

p – давление;

n z - единичный вектор по направлению оси z;

nk одиничній вектор нормали в заданной точке поверхности k (t ), направленный наружу;

k - единичный вектор по направлению оси z;

ck ( z, t ) - границы между фазами и стенкой трубы в поперечном сечении ;

nkc - единичный вектор, расположенный в плоскости поперечного сечения k ( z, t ) и направленный от фазы k в точке пересечения поверхности раздела i ( z, t ) и поперечного сечения k ( z, t ).

После обозначения: R1 1, R2 (индекс 1 – жидкая фаза, индекс 2 – газообразная фаза), единичная массовая сила Fz g, а член правой части уравнения (3.6), выражающий гидравлические потери на преодоление сил вязкого трения через ( w ) уравнения (3.6) и (3.7) для установившихся условий преобразуется к виду:

- уравнение количества движения dp d w [(1 ) ' ( w' ) 2 " ( w" ) 2 ] [(1 ) ' " ]g (3.8) dz dz - уравнение неразрывности движения (1 ) w w G const (3.9) где p – давление смеси;

– периметр поперечного сечения трубы;

– площадь поперечного сечения трубы;

w – касательное напряжение на стенке;

– плотность жидкости;

– плотность газа;

– истинное газосодержание потока;

w – истинная скорость жидкости в газодикостной смеси;

w – истинная скорость газа в газожидкостной смеси;

g – ускорение свободного падения.

Уравнение (3.8) для придания ему физической смысловой нагрузки можно представить в виде [117, 119, 122] dp dp dp dp, (3.10) dz dz тр dz уск dz g где dp / dz - полные потери давления;

dp / dz тр - потери давления вследствие трения;

dp / dz уск - динамическая составляющая потерь давления;

dp / dz g - гидростатическая составляющая потерь давления.

Приведенные скорости газообразной и жидкой фаз [118, 121] w0 ( z ) w" ( z ) ( z ) (3.11) w0 ( z ) w' ( z ) (1 ( z )) (3.12) Массовые скорости газообразной и жидкостной фаз [118, 121] Qв ( z ) 0 G ( z ) x G" ( z ), (3.13) ( z) (z) Qэ ( z ) ' G ( z ) (1 x), (3.14) G' ( z) [1 ( z )] 1 ( z) где;

0 - плотность воздуха при нормальных (технических) условиях;

Q в (z) объемный расход воздуха в подъемной трубе эрлифта;

Qэ (z ) - расход жидкости в z-м сечении подъемной трубы;

- площадь сечения подъемной трубы;

G(z) – массовая скорость водовоздушной смеси [118, 121] G( z ) wсм ( z ) см ( z ) (3.15) wсм (z ) - приведенная скорость водовоздушной смеси;

см (z ) - плотность водовоздушной смеси, вычисленная по объемному расходному газосодержанию.

Объемное расходное газосодержание [118, 121] Qв ( z ) (3.16) Q э ( z ) Qв ( z ) Массовое расходное воздухосодержание [118, 121] Qв ( z ) x (3.17) Qэ ( z ) Qв ( z ) где Qв ( z ) - расход воздуха при нормальных (технических) условиях, который увеличивается в месте ввода дополнительного расхода воздуха z j ;


Qэ (z ) расход восходящего потока жидкости (подача эрлифта), значение которого изменяется в сечении z j ввода дополнительного притока Qпр 2 в подъемную трубу Qпр1, при 0 z z j ;

Qэ ( z ) (3.18) Qпр1 Qпр 2, при z j z H h.

Расход воздуха при нормальных (технических) условиях Qв1, при 0 z z j ;

Qв ( z ) (3.19) Qв1 Qв 2, при z j z H h.

Объемный расход воздуха в подъемной трубе эрлифта [40] p Qв ( z ) Qв0 ( z ). (3.20) pa ( z) см (z ) Плотность смеси в модели двухкомпонентного течения описывается выражением [119, 120, 122-124] см ( z ) ( z ) " ( z ) [1 ( z )] '. (3.21) При допущении линейности изменения давления по высоте абсолютное давление в сечении z подъемной трубы [2, 83] z pa ( z ) p0 pсм (1 ). (3.22) H h Исходя из уравнений (3.8) и (3.9) c учетом выражений (3.11)(3.21) получено уравнение стационарного восходящего вертикального движения двухфазного снарядного течения для эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы dp ( z ) 4 w ( z ) d x (1 ( z )) ( z ) (1 x) w0 ( z ) w0 ( z )]} см ( z ) g, {G ' ( z )[ dz D dz (3.23) где G ' ( z ) - массовая скорость жидкости;

см (z ) - плотность водовоздушной смеси;

D – диаметр подъемной трубы;

w ( z ) и w ( z ) - приведенные скорости 0 жидкой и газообразной фаз соответственно;

x – массовое расходное газосодержание.

Проинтегрировав выражение (3.23) для участка подъемной трубы эрлифта длиной zi (где 0 zi h H ), получаем pa ( z i ) z z z 4i i i x(1 ( z )) dp ( z ) w ( z )dz dz{G ' ( z ) [ ( z )(1 x) w0 ( z ) w0 ( z )]} g см dz.

D0 paсс 0 (3.24) Решение уравнения (3.23) целесообразно в данном случае выполнять численным методом при помощи ПЭВМ.

Зависимости для определения истинного газосодержания и касательного напряжения на стенке трубы приняты в соответствии с рекомендациями [40, 85].

Адекватность математической модели рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы подтверждена данными экспериментальных исследований (раздел 4).

3.4 Особенности рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы Целью анализа гидродинамических параметров рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы является сравнение его энергоэффективности с аналогичным показателем традиционного эрлифта в условиях переменных притоков жидкости (гидросмеси), а также установление области целесообразности использования предлагаемой схемы вместо традиционной.

Решение математической модели рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы выполнено с использованием разработанной программы на ПЭВМ при помощи языка программирования Delphi [приложение Б1 фрагмент текста программы].

Численное решение математической модели эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы рассмотрим на примере газожидкостного подъемника с диаметрами подъемной трубы D = 300 мм, подающей трубы d = 120 мм, длиной подъемной трубы H+h = 30 м, геометрическим погружением смесителя h = 12 м, превышение уровня жидкости в приемной емкости над уровнем жидкости в зумпфе h = 2 м, как востребованного с такими параметрами в промышленности [1, 66].

Максимальная координата подвода дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы в соответствии с (3.5) составила z j. макс 3,14 м.

Для приведенных данных безразмерная расходная характеристика эрлифта традиционной конструкции (без подвода дополнительного притока в промежуточное сечение подъемной трубы) в виде зависимости Qэ f (Qв ) имеет вид кривой 1 (рис. 3.3). При этом безразмерная зависимость давления в смесителе от расхода воздуха эрлифта p см f (Qв ) представляется кривой 2 и свидетельствует об уменьшении давления с увеличением подачи эрлифта из-за увеличивающихся потерь в подающей трубе.

Увеличение гидравлических потерь в подающей трубе приводит к снижению энергоэффективности эрлифта и, следовательно, к снижению его подачи. Если при увеличении притока гидросмеси сверх величины, которая соответствует подаче эрлифта традиционной схемы в оптимальном режиме Qпр Q э.опт1 Q пр1 (рис. 3.3), дополнительный приток подводить в промежуточное сечение подъемной трубы, то характеристика такого эрлифта будет соответствовать кривой 3. Данная характеристика получена для значения z j 0 м (приложение Б2).

В рассматриваемом случае увеличение подачи эрлифта с подводом дополнительного притока в промежуточное сечение подъемной трубы обеспечивается за счет снижения потерь в подающей трубе и обеспечения pсм p см.опт постоянного давления в смесителе при расходе воздуха Qв Qв.опт1 (линия 4, рис. 3.3).

4, Qэ 3, 3, 2, 2, 1, Qэ.опт1 Qпр 1, 0, 0, 1, pсм 1, p см.опт 1, 0, 0, 0, 0, Qв.опт1 Qв 0, 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2, Qэ f (Qв ) Рисунок 3.3 - Безразмерные характеристики эрлифтов и pсм f (Qв ) : 1, 2 - традиционной схемы;

3, 4 - предлагаемой схемы (базисные значения Qэ 0,0222 м/с;

Qв 0,166 м/с;

pсм 212 кПа) Изменение значения вертикальной координаты точки подвода дополнительного притока в подъемную трубу z j при прочих равных условиях приводит к изменению подачи эрлифта и вида его расходных характеристик (рис. 3.4). Установлено, что чем выше от смесителя производится подвод дополнительного притока в подъемную трубу, тем больший дополнительный расход воздуха необходим (рис. 3.4). Это объясняется тем, что по высоте подъемной трубы давление в ней уменьшается и энергия несущего потока снижается. Таким образом, для подъема дополнительного притока с более высокой точки в подъемной трубе необходимо подводить больший дополнительный расход воздуха.

Но мощность N в 2 дополнительного расхода воздуха Qв 2 снижается при подводе его в более высокое сечение подъемной трубы 4, Qэ 3, zj 0 z j 0, 3, z j 2, 2, 1, Qв 1, 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 2,00 2,20 2, Рисунок 3.4 - Безразмерные расходные характеристики эрлифта Qэ f (Qв ) традиционной 1 и предлагаемой 2 (для разных z j ) схем (базисные значения z j = z jмакс =3,14 м;

Qэ 0,0222 м/с;

Qв 0,166 м/с) z j (рис. 3.5). Хотя при этом дополнительный расход воздуха Qв 2 и 1, N в Qпр2 1, 1, Qпр2 0, 0, Qпр2 0, 0, Qпр2 0, 0, 0, zj 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1, Рисунок 3.5 - Зависимость безразмерной мощности дополнительного расхода воздуха от безразмерной координаты подвода N в 2 =f( z j ) (базисные значения N в 2 = 7,92 кВт, z j 3,14 м и Qпр 2 0,0222 м/с) увеличивается, но уменьшение давления в подъемной трубе ведет к снижению мощности потока воздуха.

Увеличение дополнительного притока Qпр 2, подводимого в промежуточное сечение подъемной трубы с вертикальной координатой z j, требует соответствующего увеличения мощности потока дополнительного расхода воздуха N в 2 (рис. 3.6).

1, N в 1, z j 3,14 м 0, 0, 0, 0, Qпр 0, 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1, Рисунок 3.6 - Зависимость безразмерной мощности дополнительного расхода воздуха от безразмерного дополнительного притока Qпр 2 при z j 3,14 м (базисные значение Qпр 2 0,0222 м/с;

N в 2 = 7,92 кВт) При достижении безразмерной суммарной мощности потока воздуха N в подводимого в подъемную трубу эрлифта, значения 1,5, безразмерная подача эрлифта предлагаемой схемы при z j 1 на 20% больше подачи эрлифта традиционной схемы (рис. 3.7) Подтверждение более высокой энергоэффективности эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы в сравнении с эрлифтом традиционной конструкции выполнено также на основе данных, полученных при анализе работы эрлифта для ряда значений безразмерного параметра ( H h) / D, относительного геометрического погружения смесителя, безразмерного диаметра подающей трубы d ( d d / D ) при различных координатах подвода дополнительного притока z j, в пределах 0 z j H h (в соответствии с принятым допущением z j. макс H h, раздел 3.2).

3, Qэ 3, z j 1 zj 2, 2 2, 1, 1, 0, N в 0, 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2, Рисунок 3.7 - Зависимость безразмерной подачи эрлифта от безразмерной суммарной мощности потока воздуха для эрлифта традиционной 1 и предлагаемой 2 схем (базисные значения Qэ 0,0222 м/с;

N в = 18,95 кВт;

z j 3,14 м) Как известно, безразмерный параметр ( H h) / D характеризует длину эрлифта [1, 2]. Эрлифты с ( H h) / D 200 принято называть короткими, при ( H h) / D 200 - длинными. Проведенные расчеты охватывали как короткие, так и длинные эрлифты - ( H h) / D 50 270.

Принятый для анализа работы эрлифта диапазон относительных погружений = 0,40,8 обосновывается тем, что, как доказано в [50], наиболее энергоэффективная снарядная структура водовоздушной смеси имеет место в подъемной трубе при значениях 0,40, а в соответствии с [40, 90] энергорациональные диапазоны работы эрлифтов с параметрами, аналогичными принятым к рассмотрению в данном случае, ограничиваются значениями 0,800,85.

Рассматриваемый диапазон диаметров подающих труб ограничивался значениями безразмерного диаметра d d / D 0,35 1, что обосновывается опытом применения эрлифтов [1, 65]. Расход жидкости в подающей трубе Qпр d принимался таким, чтобы при определенном в подающей трубе обеспечивалась транспортная скорость потока жидкости 3 м/с.

Анализ данных полученных в результате расчетов показал, что максимальная подача предлагаемого эрлифта больше максимальной подачи эрлифта традиционной конструкции при определенных значениях их конструктивных параметров. Так, для эрлифта с безразмерным параметром ( H h) / D 50 целесообразность применения конструкции с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы с координатой z j = 0 (базисное значение z j 20 м) обеспечивается: для = 0,4 при безразмерном диаметре подающей трубы d 0,65, а максимальное отношение степеней увеличения подачи (отношение максимальных подач предлагаемого и традиционного эрлифтов) составило K Qp / K Qh =1,37 при d 0,35 ;

для = 0,6 при безразмерном диаметре подающей трубы d 0,78, максимальное отношение K Qp / K Qh = 1,52 при d 0,35 ;

для = 0,8 при d 0,95, максимальное отношение K Qp / K Qh = 1, при d 0,35 (рис. 3.8, а).

K Qp / K Qh 1,75 1,80 K Qp / K Qh 1,65 1, ( H h) / D 1,55 1, ( H h ) / D 0, 1,45 0, 1, 0, 0,8 zj 0 zj 1,35 1, H h const 1,25 1,30 H h const 1,15 1,20 0, 0, 1,05 1, 0,95 1, 0,85 0, 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95 1,05 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95 1, d d а) б) Рисунок 3.8 - Зависимости K Qp / K Qh = f( d ) при z j = 0, = 0,40,8, H h = м: а) - для ( H h) / D 50 ;

б) - для ( H h) / D 100 (базисное значение z j 20 м) Аналогичный анализ проведен и для других значений безразмерного параметра ( H h) / D 100, 150, 200, 270, диапазон которых охватывает как короткие так и длинные эрлифты. Установлено, что с ростом ( H h) / D целесообразность использования предлагаемого эрлифта достигается при больших d (рис. 3.8, 3.9, 3.10 а), а также отношения степеней увеличения подачи K Qp / K Qh возрастают при ( H h) / D 270 до значения: для = 0,4 – 1,65: для = 0,6 – 1,75;

= 0,8 – 1,85 (рис. 3.10 а).

Подвод дополнительного притока жидкости в более высокое сечение подъемной трубы приводит к снижению максимальной подачи предлагаемого эрлифта и соответственно снижается показатель K Qp / K Qh (рис. 3.10, б).

K Qp / K Qh K Qp / K Qh 1, 1, 1,75 1, 0,6 1, 1, ( H h) / D 150 ( H h ) / D 1, 1, 0,6 0, 1, 1,45 0,8 zj 0 zj 1, 1, H h const H h const 1, 1, 1, 1, 0,4 0, 1, 1, 1, 0, d 0, 0, 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95 1, d 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95 1, а) б) Рисунок 3.9 - Зависимости K Qp / K Qh = f( d ) при z j = 0, = 0,40,8, H h = м: а) - при ( H h) / D 150 ;

б) - при ( H h) / D 200 (базисное значение z j 20 м) K Qp / KQh 2,15 1, KQp / K Qh zj 2, 1, ( H h) / D 0, 1,85 z j 0, 1, 1,70 zj 0 z j 0, 1, 0,6 z j 0, 1, H h const z j 0, 1,40 1, z j 0, 1,25 0,4 1, z j 0, 1,10 0, 0,90 H h d 0, 0,95 D 0, 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95 1, d 0 50 100 150 200 250 а) б) Рисунок 3.10 - Зависимости K Qp / K Qh от: а) - d при ( H h) / D 270, H h = 20 м, z j = 0, = 0,40,8;

б) – ( H h) / D, при H h = 20 м, = 0,8, d = 0,5, z j 0;

0,005;

0,05;

0,2;

0,4;

0,5;

0,6 (базисное значение z j 20 м) Анализ и обобщение полученных результатов позволили построить зоны целесообразного использования эрлифтов с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы (рис. 3.11).

1,00 1, d d 0,95 0, 0,90 0, ( H h) / D 50 0, 0,85 0, 0, 0,80 0, zj 0,75 0, 0,70 0, 0,65 0, 0,95 0, d d 0,90 0, 0,85 0, ( H h) / D 50 0, 0, 0, 0, 0, zj 0 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, d 0, d 0, 0, 0,77 0, ( H h) / D 50 0, 0, 0, 0, 0, 0,71 0, zj 0, 0, 0, 0, 0, zj 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0, 0 50 100 150 200 250 а) б) Рисунок 3.11 - Зоны целесообразного использования эрлифтов с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы: а) - при z j 0, = 0,4;

0,6;

0,8;

б) - при ( H h) / D 50 270, = 0,4;

0,6;

0, Коэффициент полезного действия эрлифта с подводом дополнительного в промежуточное сечение подъемной трубы определяется зависимостью (Qпр1 Q пр 2 ) H э, (3.25) p z ja p0 p сма Qв1 ln( ) Qв 2 ln( ) g p0 p где p z j a - абсолютное давление в подъемной трубе эрлифта в сечении z j ввода дополнительного потока воздуха Qв 2.

Qв Хотя дополнительный расход воздуха необходимый для транспортирования дополнительного притока Qпр 2 при подводе в более высокие сечения подъемной трубы z j увеличивается, суммарная мощность потока воздуха N в снижается за счет снижения необходимого давления дополнительного потока воздуха при подводе в более высокие сечения подъемной трубы z j (рис. 3.12).

0, э 0, 0, 0, 1 0, 5 0, 3, Qэ 3, 3' 2' 2,50 4' 5' 6' 2, ( H h) / D 1, d 0, 1, 0, 1' H h const 0, N в 0, 0 1 2 3 4 5 6 7 Рисунок 3.12 - Зависимости э f ( N в ) и Qэ f ( N в ) эрлифтов (H+h/D=200, d 0,35, 0,4, H+h=20 м): 1, 1' - традиционной конструкции;

предлагаемого: 2, 2 –при z j 0 ;

3, 3 - при z j 0,1 ;

4, 4 - при z j 0,2 ;

5, - при z j 0,3 ;

6, 6 - при z j 0,4 (базисные значения N в = 1048 Вт, Q э = м/ч) Отношение максимального КПД предлагаемого и традиционного эрлифта э.п / э.т 0,447 / 0,450 0,993 zj составили от при до э.п / э.т 0,498 / 0,450 1,11 при z j 0,4 (рис. 3.12).

Таким образом, целесообразной является работа эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) последовательно в несколько сечений подъемной трубы z j при изменении дополнительного притока Qпр 2, что позволяет поддерживать более высокое значение КПД. Так, например, для эрлифта с безразмерным параметром H+h/D=200, длиной подъемной трубы H+h=20 м, относительным геометрическим погружением смесителя 0,4, d 0, безразмерным диаметром подающей трубы транспортирование дополнительного притока в диапазоне Qпр 2 0 23,6 м 3 /ч осуществляется подводом его в сечение z j 0,4, в диапазоне дополнительного притока Qпр 2 23,6 25 м 3 /ч z j 0,2, - подвод в сечение в диапазоне дополнительного притока Qпр 2 25 30 м 3 /ч - подвод в сечение z j 0,4.

0, э z j 0, 0, 0, 0, zj z j 0, 0, 0, Qэ, м 3 / ч z j 0, zj 1' z j 0, H h 20 м D 100 мм d 35 мм 0, N в, Вт 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 э f ( N в ) и Q э f ( N в ) эрлифтов Рисунок 3.13 - Зависимости [(H+h)/D=200, d d / D 0,35, H+h=20 м, 0,4 ] с последовательным подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в сечения подъемной трубы z j 0,4;

0,2;

0 и традиционной конструкции – 1, 1' Подвод дополнительного притока в сечения подъемной трубы с координатой z j 0,4 нецелесообразен (рис. 3.10, б). Использование больше трех подводов, позволяет незначительно увеличить КПД установки в процессе ее работы, но при этом существенно усложняется эксплуатация такого эрлифта.

Последовательный ввод дополнительного притока в несколько сечений подъемной трубы z j позволяет не только повысить подачу эрлифта в сравнении с традиционной схемой, но и увеличить КПД установки во всем диапазоне дополнительных притоков Qпр 2 0 (Qпр. макс Qпр1 ) на 810 % (рис. 3.13).

3.5 Выводы 1. Разработана эрлифтная установка с обеспечением практически постоянного давления в смесителе при увеличении подачи за счет подвода дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы. Для разработанной конструкции установки приведена зависимость для определения максимальной координаты подвода дополнительного притока жидкости (гидросмеси) z j. макс.

2. На основе уравнений количества движения и неразрывности движения водовоздушного потока разработана математическая модель рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы.

3. На языке программирования Delphi разработана программа для численного решения математической модели рабочего процесса эрлифта с подводом дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в промежуточное сечение подъемной трубы на ПЭВМ.

4. Проведенный анализ расчетных данных, полученных в результате решения разработанной математической модели, показал, что факторами определяющими целесообразность использования предлагаемого эрлифта в сравнении с традиционным (по критериям увеличения подачи и КПД) являются: безразмерный диаметр подающей трубы d;

относительное геометрическое погружение смесителя и координата подвода дополнительного притока z j, менее значимым является параметр (H+h)/D.

Получены зоны целесообразности использования предлагаемого эрлифта при ( H h) / D 50 270, = 0,4;

0,6;

0,8.

Установлено, что максимальная степень увеличения подачи предлагаемого эрлифта в сравнении с традиционным достигается при подводе дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в сечение подъемной трубы z j 0 при d = 0,35 и составляет в диапазоне ( H h) / D 50 270 : при = 0, - K Qp / K Qh 1,65 1,95 ;

при = 0,6 - K Qp / K Qh 1,51 1,80 ;

при = 0,8 K Qp / K Qh 1,37 1,62 (табл. 3.1). При этом, в некотором начальном диапазоне дополнительных притоков их транспортирование обеспечивается меньшим расходом сжатого воздуха при подводе в болем высокие сечения подъемной трубы из допустимого диапазона.

Таблица 3.1 - Показатели работы предлагаемого эрлифта при z j = 0,8 = 0,6 = 0, ( H h) Целесообра K Qp K Qp K Qp d d D при зность K Qh K Qh K Qh использо при при d 0, вания при d d 0,35 d 0, 50 1,65 0,92 1,51 0,79 1,37 0, 100 1,70 0,95 1,60 0,85 1,48 0, 150 1,76 0,91 1,65 0,82 1,55 0, 200 1,82 0,94 1,67 0,86 1,60 0, 270 1,95 0,95 1,80 0,88 1,62 0, 5. Доказана энергетическая целесообразность подвода дополнительного притока жидкости (гидросмеси) в более высокие сечения подъемной трубы при уменьшении значения дополнительного притока Qпр 2, что позволяет увеличить КПД в сравнении с традиционным эрлифтом на 810 % во всем диапазоне подач до Qпр1 Qпр 2.

4 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА ЭРЛИФТА С ПОДВОДОМ ДОПОЛНИТЕЛЬНОГО ПРИТОКА ЖИДКОСТИ В ПРОМЕЖУТОЧНОЕ СЕЧЕНИЕ ПОДЪЕМНОЙ ТРУБЫ 4.1 Задачи и обоснование выбора объекта экспериментальных исследований В задачи экспериментальных исследований входило подтверждение адекватности математической модели рабочего процесса эрлифта для условий:

- работы по традиционной схеме;

- подвода дополнительного притока жидкости в промежуточное сечение подъемной трубы.



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 5 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.